Fundamentos de Conformación por Fusión de Metales

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3 Fundamentos de Conformación por Fusión de Metales Joaquín López Rodríguez Área de Ingeniería de los Procesos de Fabricación Universidad Politécnica de Cartagena Febrero, 21

4 c Joaquín López Rodríguez Edita Universidad Politécnica de Cartagena Febrero, 21 ISBN:

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6 Índice general Índice de tablas Índice de figuras vii xiii 1. Tecnología de la fundición de metales Fundición en molde desechable Fundición en molde permanente Evacuación de calor y solidificación Evacuación de calor en moldes Evacuación de calor en moldes desechables Evacuación de calor en moldes permanentes Solidificación de los metales Tiempos de solidificación de metales en moldes desechables Tiempos de solidificación de metales en moldes permanentes Solidificación de las aleaciones metálicas Contracción de los metales durante el proceso de solidificación Mecanismos de formación de porosidad Diseño de los sistemas de compensación Métodos experimentales Método de Caine Método NRL v

7 vi Índice general 3.2. Consideraciones para el diseño de los sistemas de compensación Ecuación de diseño de los sistemas de compensación Ubicación de los sistemas de compensación Distancia de alimentación líquida en placas Distancia de alimentación líquida en barras Fundamentos del llenado de moldes en fundición Consideraciones para el correcto llenado de moldes Técnicas computacionales para el análisis del llenado de moldes Ejemplos numéricos del llenado de moldes Sistemas de distribución en llenados por gravedad Sistemas de llenado por gravedad Llenado directo Llenado por la línea de partición del molde Llenado por la parte inferior de la cavidad del molde Llenados especiales Diseño de los sistemas de distribución Cavidad de vertido Bebedero Base del bebedero Canal de colada y puertas de entrada Sistemas de distribución en llenados a presión Sistemas de llenado a baja presión Sistemas de llenado a alta presión Fases de inyección Fase lenta de inyección en máquinas con cámara fría horizontal Fase de intensificación de la presión después del llenado del molde Sistemas de evacuación de aire Área requerida de la sección transversal de los vientos Diseño de los sistemas de distribución Canal de colada Puerta de entrada Reducción del área del canal de colada A. Apéndice A. Propiedades de algunos materiales 103 Bibliografía 107

8 Índice de tablas 2.1. Contracción de solidificación para algunos metales (datos extraidos de la referencia Kalpakjian (1995)) Lista parcial de códigos de fundición y de propósito general usados para simulación de procesos de fundición Expresiones analíticas de la velocidad crítica A.1. Coeficientes de transmisión del calor en las zonas entre el metal y el molde (Poirier y Poirier, 1994) A.2. Propiedades térmicas de algunos materiales para la fabricación de piezas por fundición en moldes aislantes (Poirier y Poirier, 1994) A.3. Contracción volumétrica durante la solidificación de algunos metales (Campbell, 1991) vii

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10 Índice de figuras 1.1. Sección de un molde de arena en el momento en el que se inicia el vertido del metal fundido Esquema de un proceso de fundición en molde de arena Extracción del modelo en un molde de arena Esquema de un proceso de moldeo en cáscara Esquema de un proceso de fundición a la cera perdida Esquema de un molde metálico o coquilla Esquema de una máquina de fundición por inyección a alta presión con cámara caliente (basado en Kalpakjian (1995)) Esquema de una máquina de fundición por inyección a baja presión (basado en Kalpakjian (1995)) Esquema de una máquina de fundición por inyección a alta presión con cámara fría horizontal (basado en Kalpakjian (1995)) Distribución de temperaturas durante la solidificación del metal fundido en un molde Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de un metal puro vertido a la temperatura de fusión T f en un molde aislante de geometría plana Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de un metal puro vertido a la temperatura de fusión T f en un molde metálico de geometría plana Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de una aleación metálica ix

11 x Índice de figuras 2.5. Mecanismo de formación de rechupes (a y b) y método para evitarlos (c) Esquema de la evolución del frente de solidificación de un metal puro en un molde de arena en forma de cubo y una mazarota cilíndrica situada en la parte superior Mejora de la eficacia de una mazarota que alimenta a un cubo en un molde de arena (a) mediante enfriadores (b,c y e), y materiales aislantes y exotérmicos (d y e) (basada en Flemings (1974)) Resultados, obtenidos experimentalmente por Caine (1949) para aceros con contenido en carbono igual al 0,3%, de la relación entre el volumen de la mazarota V R y el de la pieza a la que alimenta V p en función de la relación entre el módulo de la mazarota y el de la pieza, (V R /A R )/(V p /A p ) Resultados, obtenidos experimentalmente por Bishop et al. (1955) para aceros con contenido en carbono comprendido entre 0,2 y 0,5%, de la relación entre el volumen de la mazarota, V R, y el de la pieza a la que alimenta, V p, en función del factor de forma (L + W)/T Esquema del sistema de distribución (bebedero, canal de colada y puertas de entrada) y del sistema de compensación de una placa metálica Relación ( V A ) 1 V 1/3 de la Ecuación (3.3) para una mazarota lateral (línea de trazo continuo) y de la Ecuación (3.5) (línea de trazo discontinuo) para una mazarota superior en función del parámetro ξ Esquema del proceso de alimentación líquida durante la solidificación de una aleación metálica Esquema de la distribución de temperaturas en un instante dado a lo largo de la línea central de una pieza alimentada por una mazarota abierta (basada en Taylor et al. (1959)) Resultados, obtenidos por Pellini (1953), de la temperatura en distintos instantes de tiempo a lo largo de la línea central de una barra de acero en un molde de arena verde Distancias de alimentación en placas obtenidas experimentalmente por Pellini (1953); (a) y (c) entre la mazarota y la pared final sin y con enfriador, respectivamente; (b) y (d) entre dos mazarotas sin y con enfriador entre ambas, respectivamente.. 40

12 Índice de figuras xi Distancias máximas de alimentación en barras obtenidas experimentalmente por Pellini (1953); (a) y (c) entre la mazarota y la pared final sin y con enfriador, respectivamente; (b) y (d) entre dos mazarotas sin y con enfriador entre ambas, respectivamente. (e) Contribución correspondiente a la mazarota y a la pared final de la barra en función del espesor T Esquema de dos ensayos de fluidez: (a) ensayo de fluidez en espiral; (b) ensayo de fluidez al vacío Esquema del llenado de moldes: a) por gravedad; b) a presión Modelado tridimensional de la tapa del cárter de un motor Diesel fabricado en Suzuki-Santana Motor, S.A Resultados del llenado del molde correspondiente al modelo tridimensional de la Figura 4.3, obtenidos con el código de elementos finitos Wrafts para distintas velocidades de inyección Resultados de la superficie libre reconstruida mediante el método de Puckett (1991) y vectores de velocidad en distintos instantes de tiempo durante el llenado de un molde por gravedad Resultados de la superficie libre reconstruida mediante el método de Puckett (1991) y vectores de velocidad en distintos instantes de tiempo durante el llenado de un molde a presión con velocidades de inyección (a) 2,5, (b) 5 y (c) 10 m s Esquema de un sistema de distribución habitualmente utilizado en los llenados de moldes por gravedad (basado en Taylor et al. (1959)) Esquema del llenado directo de un molde (basado en Taylor et al. (1959)) Esquema de la construcción de un molde de arena Llenado por la línea de partición del molde Llenado por la parte inferior de la cavidad del molde Nomograma construido por Campbell (1991) para el dimensionamiento de los sistemas de distribución para aleaciones ligeras de densidad en torno a kg/m Nomograma construido por Campbell (1991) para el dimensionamiento de los sistemas de distribución para aleaciones pesadas de densidad en torno a kg/m Inversión del molde para favorecer la compensación del déficit volumétrico debido a la contracción del metal cuando se solidifica

13 xii Índice de figuras 5.9. Llenado en etapas con canal de colada múltiple que favorece la solidificación direccional y mejora el rendimiento de las mazarotas Llenado uniforme que favorece la solidificación direccional y mejora el rendimiento de las mazarotas Llenado por centrifugación Llenado por centrifugación de piezas cilíndricas: (a) llenado vertical; (b) llenado horizontal Esquema del llenado por gravedad de un molde Diseño de la cavidad de vertido para decelerar el metal a la entrada del bebedero. a) Cavidad de vertido cónica. b) Decelerado parcial del metal fundido. c) Diseño óptimo de la cavidad de vertido Reducción del valor del área del bebedero Deseño de la base del bebedero Canal de colada con una puerta de entrada Canal de colada con más de una puerta de entrada. a) Canal de colada de sección uniforme. b) Canal de colada de sección decreciente Esquema del llenado de una pieza. a) Sistema con una puerta de entrada. b) Sistema con dos puertas de entrada Esquema del llenado de la cavidad de un molde de arena mediante vacío (basada en Schey (1977)) Esquema del llenado de la cavidad de un molde; a) por inyección con aire a presión (basada en Schey (1977)), b) mediante una bomba electromagnética Fases de la etapa de inyección en los procesos de fundición por inyección a alta presión con cámaras horizontales. a) Fase lenta. b) Fase rápida Condiciones que tienden a incrementar el atrapamiento de aire: a) velocidad del pistón superior a la velocidad crítica; b) velocidad del pistón inferior a la velocidad crítica Diagrama típico de la presión del sistema de inyección y el desplazamiento del pistón durante el llenado del molde (basado en Street (1977)) Detalle esquemático de un rebosadero y un viento Esquema de un sistema de vacío en máquinas de fundición por inyección a presión Esquema de un molde utilizado en la inyección de metal a presión

14 Índice de figuras xiii 6.9. Diferentes geometrías de la sección transversal del canal de colada Reducción recta del área del canal de colada hacia la puerta de entrada Reducción del área del canal de colada para obtener puertas de entrada de mayor anchura Canal de colada de sección decreciente Resultados obtenidos por Siauw y Davis (1979) del valor del ángulo φ de inclinación del flujo de metal fundido en la puerta de entrada en función de la relación A c(ent) /A p Esquema de un depósito para evitar el impacto del metal fundido al final del canal de colada Esquema de un sistema de distribución con canales múltiples de sección decreciente para el llenado de una placa

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16 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales Los procesos de fundición están entre los procesos de fabricación más antiguos que se conocen (se tiene constancia de su utilización desde el año 4000 a. C. para fabricar piezas de ornamentación, puntas de flechas, etc.) y aunque desde su origen hasta fechas relativamente recientes su uso ha estado limitado al mundo de los metales, actualmente sigue ampliándose su aplicación a otras familias de materiales. Los procesos de fundición de metales consisten básicamente en la introducción de un metal fundido en el interior de un molde y la posterior solidificación del metal reproduciendo la geometría de la superficie interna del molde (en la Figura 1.1 puede verse una sección de un molde de arena en el momento en el que se inicia el vertido del metal fundido). Estos procesos son, en general, capaces de reproducir geometrías muy complejas, permitiendo también generar cavidades o superficies internas en las piezas de cierta complejidad. Por otra parte, tienen una gran versatilidad, permitiendo fabricar a bajo coste piezas de una gran diversidad de tamaños y formas, que no puede conseguirse con otros procesos de fabricación, y procesar determinados materiales de difícil tratamiento mediante procesos de otros tipos. Son diversas las tecnologías que hasta la fecha se han desarrollado en el ámbito de los procesos de fundición de metales. Aunque obviamente las distintas tecnologías tienen sus propias características, aplicaciones, ventajas y limitaciones, para garantizar un adecuado nivel de calidad en el producto existen aspectos comunes a todas ellas cuyo conocimiento es indispensable para controlar el proceso. Estos aspectos, tratados brevemente en los Capítu- 1

17 2 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales Cuchara de vertido Mazarota Molde Cavidad del molde Canal de colada Metal fundido Bebedero Caja de moldeo Figura 1.1: Sección de un molde de arena en el momento en el que se inicia el vertido del metal fundido. los 2 y 4, son los relativos a la transferencia de calor, la solidificación y el flujo del metal fundido, que a su vez están influenciados por otros factores tales como el material y el diseño del molde, el material de la pieza que se va a fabricar o la máquina empleada. Las características generales de cualquier proceso de fundición están fuertemente influenciadas por el material del molde. Básicamente, los moldes en fundición se suelen clasificar en función del material empleado para su construcción. Así, los moldes denominados desechables están formados por arena, yeso, cerámicas o materiales similares que deben disgregarse para facilitar la evacuación de la pieza solidificada 1. Los moldes denominados permanentes están construidos por materiales como el acero o el grafito que mantienen sus propiedades a altas temperaturas por lo que se pueden utilizar repetidamente para obtener un gran número de piezas. Los moldes permanentes son mejores conductores que los desechables, por lo que las velocidades de enfriamiento son mayores en los primeros, afectando este hecho a la microestructura o al tamaño de grano y por tanto a las propiedades mecánicas de las piezas fabricadas. En lo que sigue se realiza una breve descripción de las principales técnicas empleadas en fundición destacando las características generales de cada una así como sus ventajas e inconvenientes. 1 Estos materiales se suelen mezclar habitualmente con agentes compactantes, como las arcillas, el cemento o resinas termoestables, que aumentan la resistencia del molde, y con otros aditivos especiales que mejoran propiedades como la permeabilidad o la refractariedad del molde. Los moldes más económicos están construidos con arena, arcilla y agua sin secar y se denominan comúnmente como moldes de arena verde.

18 1.1. Fundición en molde desechable 3 Caja de moldeo superior Macho Mazarota Modelo superior Bebedero Arena de moldeo compactada Modelo inferior Pieza desmoldeada Proceso de desbarbado Caja de moldeo inferior Pieza acabada Figura 1.2: Esquema de un proceso de fundición en molde de arena Fundición en molde desechable La arena es el material más empleado para la construcción de moldes desechables ya que es económica y posee una elevada resistencia a las altas temperaturas. Las arenas más empleadas son las de sílice, aunque también se utilizan frecuentemente arenas de circonio, olivínicas o silicato de hierro para fabricar piezas de acero. En la Figura 1.2 se muestra un esquema típico de un proceso de fundición en molde de arena. El molde suele estar soportado por una caja dividida generalmente en dos partes (superior e inferior). La unión entre ambas partes se suele denotar como línea de partición. Para la construcción del molde se suelen utilizar modelos de madera o de metal que reproducen, con ciertas modificaciones, la geometría de la pieza que se desea fabricar. Habitualmente los modelos se construyen divididos en varias partes para que se puedan extraer con facilidad una vez que la arena haya sido compactada. Estos modelos se deben sobredimensionar para compensar la posible contracción que experimenta el metal durante todo el proceso de solidificación y enfriamiento en el interior del molde o para aplicar, en los casos que sea necesario, un proceso adicional de conformación por eliminación de material. El sobredimensionamiento mencionado en segundo lugar se denomina demasía de mecanizado y su valor suele venir especificado en normas como las DIN (1683-1) para piezas de acero fundido, las DIN (1684-1)

19 4 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales Modelo Despulla Superficie dañada Caja de moldeo Arena (a) Mal diseño Arena (b) Buen diseño Figura 1.3: Extracción del modelo en un molde de arena. para piezas de fundición maleable o las DIN (1685-1) para piezas de hierro fundido con grafito esferoidal (véase también las referencias DIN (1686-1, ,3,4, ,3,4)). Así mismo, para facilitar que el modelo pueda retirarse con facilidad sin dañar el molde, sus caras se construyen con una cierta inclinación llamada salida o despulla (Figura 1.3b). Esta inclinación se suele valorar a través del ángulo que forma la pared del modelo con la dirección de extracción. Su valor se puede encontrar en normas como la DIN (1511). Por ejemplo, para modelos de madera su valor se debe encontrar, aproximadamente, entre 1 y 3 y para modelos metálicos entre 0,5 y 1. Los machos o noyos son los elementos del molde que permiten generar cavidades internas (véase la Figura 1.2). Éstos se construyen de arena, de un modo análogo al descrito mediante modelos especiales denominados cajas de machos, u otros materiales adecuados. Téngase en cuenta que los machos se encontrarán completamente rodeados de metal fundido, por lo que deben poseer una mayor permeabilidad, refractariedad y resistencia que el resto del molde. Además deben disgregarse con facilidad para favorecer el desmoldeo una vez que la pieza se haya solidificado. Un estudio detallado de la preparación de arenas para moldes y machos se puede encontrar en Coca y Rosique (1989). Existen procesos de fundición en arena que utilizan técnicas especiales para la construcción de moldes. Por ejemplo, en el moldeo en cáscara, empleado desde la mitad del siglo XX, se utilizan resinas sintéticas especiales que cohesionan la arena por acción del calor. En estos casos el modelo, que debe ser metálico, se calienta a una temperatura aproximada de 200 C. Es-

20 1.1. Fundición en molde desechable 5 Modelo metálico caliente ( 200 C) Arena revestida (a) rotación del modelo y cierre de la caja (b) rotación de la caja y del modelo Cáscara (c) modelo en posición de revestimiento (d) extracción del modelo y de la cáscara de la caja Figura 1.4: Esquema de un proceso de moldeo en cáscara. to permite que en pocos segundos la resina compacte a la arena de moldeo formándose una costra de unos 5 mm de espesor (Figura 1.4) 2. Otra técnica muy empleada es la del moldeo a la cera perdida (Figura 1.5) en la que el modelo se construye con materiales, como la cera o el plástico 3, de bajo punto de fusión. Una vez compactada la arena, el modelo se extrae calentándose hasta alcanzar su punto de fusión para que se licue y pueda ser extraído sin deteriorar el molde de arena compactada. Con esta técnica se pueden conseguir moldes con geométricas mucho más complejas que en los casos descritos anteriormente permitiendo, además, obtener mejores tolerancias dimensionales 2 El elevado coste de las resinas se ve compensado por la menor cantidad de arena requerida en estos casos. 3 Una variante de este proceso, denominado procedimiento Mercast, utiliza mercurio congelado para construir el modelo y con el que se pueden conseguir precisiones dimensionales aún más altas. Obviamente, las bajas temperaturas a las que se debe construir el molde (en torno a 60 C) incrementa de forma considerable el coste del equipo necesario.

21 6 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales Arena de moldeo Recipiente metálico Molde patrón Modelo de cera o plástico Placa plana vibratoria Llenado del molde Calentamiento del molde y extracción del modelo Figura 1.5: Esquema de un proceso de fundición a la cera perdida. y acabados superficiales, por lo que, si no se requiere un control dimensional muy estricto, las piezas salen completamente terminadas. Otro material que se suele emplear para construir moldes desechables es el yeso (sulfato de calcio), aunque en estos casos sólo se pueden fabricar piezas de materiales no férreos (oro, plata, aluminio, magnesio o cobre y sus aleaciones) ya que a temperaturas elevadas el azufre del yeso reacciona con el hierro pudiendo provocar importantes defectos superficiales. Generalmente se obtienen piezas que presentan un muy buen acabado superficial, una elevada precisión dimensional y, dada la baja conductividad térmica del yeso, el metal se solidifica lentamente consiguiéndose una estructura de grano más uniforme. Una extensa descripción de estas y otras técnicas utilizadas para la construcción de moldes desechables se puede encontrar en Coca y Rosique (1989) Fundición en molde permanente Como se ha indicado anteriormente, en los procesos de fundición en molde permanente, el molde, denotado comúnmente como coquilla, suele ser de

22 1.2. Fundición en molde permanente 7 Bebedero Molde metálico Dispositivo de cierre Figura 1.6: Esquema de un molde metálico o coquilla. metal (hierro fundido, acero, bronce o aleaciones refractarias) o de grafito. En la Figura 1.6 se representa un esquema de un molde permanente en el que el llenado de metal fundido se realiza, al igual que en la mayoría de los procesos de fundición que utilizan moldes desechables, por gravedad. Para producir piezas con cavidades internas también se utilizan machos que se construyen de metal o grafito, y en ocasiones incluso de arena. Para aumentar la vida de estos moldes, sus cavidades internas se deben recubrir con materiales altamente refractarios como, p. ej., el silicato de sodio, arcillas o grafito. Estos recubrimientos también ofrecen una barrera térmica que permite reducir la velocidad de enfriamiento del metal en este tipo de moldes. Así mismo, estos moldes se suelen calentar a temperaturas comprendidas entre 150 y 200 C, lo que permite reducir el salto térmico producido al verter el metal fundido en el molde. Es de destacar que con respecto a los procesos de fundición con moldes de arena, estos procesos proporcionan mejores acabados superficiales, tolerancias dimensionales y propiedades mecánicas, y obviamente, mayores velocidades de fabricación. Desde principios del siglo XX se están desarrollando nuevas tecnologías que permiten reducir los tiempos de producción introduciendo a gran velocidad el metal líquido en moldes metálicos que generalmente están refrigerados. El elevado coste del equipo necesario en estos procesos, denominados procesos de fundición por inyección a alta presión, en especial el de los moldes que puede llegar a suponer aproximadamente el 10% del coste total de producción, hace que estos procesos se puedan usar solamente para grandes volúmenes de producción. Los altos ritmos de producción permiten conseguir bajos costes de fabricación, que pueden llegar a reducirse aún más mediante la automatización y el control del proceso. Los materiales más empleados para fabricar piezas mediante estos procesos abarcan desde las aleaciones de bajo y medio

23 8 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales punto de fusión, como las de estaño, plomo, zinc, aluminio o magnesio, hasta incluso aleaciones de hierro, tales como los aceros inoxidables. Para obtener piezas de aleaciones de bajo punto de fusión suelen emplearse máquinas de cámara caliente, en las que el horno forma parte del sistema de inyección. En la Figura 1.7 se muestra un esquema típico de una máquina de inyección con cámara caliente. No obstante, estas máquinas no se pueden utilizar pa- Cilindro hidráulico Cavidad del molde Pistón boquilla Cámara de inyección Crisol Metal fundido Molde Tapa del 01 expulsor molde Horno de mantenimiento Figura 1.7: Esquema de una máquina de fundición por inyección a alta presión con cámara caliente (basado en Kalpakjian (1995)). ra fabricar piezas con materiales como las aleaciones de aluminio, cobre o magnesio ya que estos materiales, por encima de su punto de fusión, tienden a deteriorar los elementos férreos que componen el sistema de inyección. En estos casos se pueden utilizar máquinas de fundición a baja presión (Figura 1.8) en las que el metal fundido es inyectado mediante gas a presión o es succionado ejerciendo vacío en la parte superior del molde, lo que permite eliminar los gases y proporcionar piezas con menores niveles de porosidad. Con estos procesos a baja presión se pueden fabricar incluso piezas de acero. En la actualidad se están empleando cada vez más máquinas de cámara fría en las que la fusión del metal se realiza fuera del sistema de inyección. Este tipo de máquinas pueden presentar la cámara de inyección en posición vertical u horizontal. Las máquinas con cámara horizontal, cuyo esquema se muestra en la Figura 1.9, permiten ejercer presiones más altas sobre el metal con tiempos de fabricación menores que las máquinas con cámara vertical. En la tecnología de cámara fría horizontal se pueden alcanzar presiones y

24 1.2. Fundición en molde permanente 9 Pieza Metal fundido Molde permanente Aire a presión Cámara hermética Conducto refractario Figura 1.8: Esquema de una máquina de fundición por inyección a baja presión (basado en Kalpakjian (1995)).

25 10 C A P Í T U L O 1 Tecnología de la fundición de metales velocidades de inyección del orden de kg/cm 2 y 6 m/s respectivamente, existiendo en el mercado máquinas de hasta Toneladas de resistencia al cierre del molde. Placa de expulsión Placa fija Molde móvil Cavidad del molde Pistón Cámara de inyección Caja de expulsión Molde fijo Cuchara de vertido Cilindro hidráulico Figura 1.9: Esquema de una máquina de fundición por inyección a alta presión con cámara fría horizontal (basado en Kalpakjian (1995)). Uno de los problemas más importantes que se presentan en estos procesos es la formación de porosidad en las piezas fabricadas. La mayoría de las tecnologías que se han desarrollado en los últimos años están orientadas a minimizar su presencia y sus efectos ( squeeze casting, pore free, vacuum casting, etc.). La porosidad influye especialmente en las propiedades mecánicas de las piezas fabricadas, en particular en la ductilidad y resistencia a impactos, por lo que estos procesos raramente se emplean para obtener piezas sometidas a estados de carga críticos. La capacidad de los productos de fundición para ser sometidos a procesos posteriores de tratamiento térmico y soldadura es un indicador de la calidad del proceso, ya que la elevada temperatura requerida para el tratamiento térmico o soldadura puede provocar que las piezas con altos niveles de porosidad lleguen a deformarse debido a la expansión de las posibles burbujas de gas atrapadas en el metal. Una extensa descripción de las distintas técnicas empleadas en la fundición con moldes permanentes se puede encontrar en Street (1977). En los Capítulo 2 y 4 se analizan brevemente aspectos relativos a la transferencia de calor, la solidificación y el flujo del metal fundido, necesarios para el diseño de los sistemas de compensación utilizados para reducir o eliminar los problemas producidos por la contracción que muchos metales experimentan cuando se solidifican y enfrían (Capítulo 3), y los sistemas de distribución en

26 1.2. Fundición en molde permanente 11 llenados por gravedad y a presión (Capítulos 5 y 6, respectivamente).

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28 C A P Í T U L O 2 Fundamentos de evacuación de calor y solidificación en fundición 2.1. Evacuación de calor en moldes Durante la solidificación del metal fundido, los mecanismos de evacuación de calor se pueden producir por conducción, convección (especialmente en zonas en las que el molde está en contacto con el medio ambiente o en las que el metal aún no se ha solidificado) 1, o radiación (en zonas en las que el metal fundido está en contacto directo con el medio ambiente, como, por ejemplo, en las entradas al sistema de distribución o en sistemas de compensación abiertos hacia el exterior). Estos mecanismos pueden producir distribuciones de temperatura durante la solidificación del metal fundido como la mostrada en la Figura 2.1. Las discontinuidades térmicas observadas en la figura son debidas a las zonas de separación que existen entre el medio ambiente y el molde ( T 1 ), por un lado, y entre el molde y el metal solidificado ( T 2 ), por otro. El tamaño y características de estas zonas de separación dependen fundamentalmente de los efectos de tensión superficial del metal fundido, la 1 Este tipo de mecanismos de transmisión del calor puede llegar a provocar un sobrecalentamiento excesivo de determinadas zonas del molde generando gradientes térmicos que, en ocasiones, producen la rotura de la pieza durante la solidificación y el enfriamiento del metal. Además, estos mecanismos pueden provocar la aparición de segregaciones, o zonas de mayor concentración de elementos aleantes, que suponen discontinuidades en la estructura de la pieza fundida que deben ser evitadas. 13

29 14 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación T T l T s T T 2 Aire Molde Sólido líquido Metal T solidificado Metal fundido x Figura 2.1: Distribución de temperaturas durante la solidificación del metal fundido en un molde. formación de óxidos y escorias, los recubrimientos empleados para proteger las paredes internas del molde o la contracción del metal durante la solidificación y el enfriamiento. Téngase en cuenta que el hueco formado entre el molde y el metal aumentará gradualmente conforme la contracción del metal aumente, y que las condiciones térmicas en esta zona dependerán de los gases que se puedan encontrar en su interior. Aunque se están llevando a cabo estudios teóricos para analizar la formación de estas discontinuidades (véase, p. ej., Lewis et al. (1996)), debido a la complejidad del problema, se suelen utilizar datos experimentales a través de coeficientes de transmisión del calor como los mostrados en la Tabla A.1 del Anexo A. El problema térmico puede llegar a ser extremadamente difícil de resolver especialmente cuando se consideran geometrías de cierta complejidad o cuando las propiedades térmicas del molde y del metal dependen fuertemente de la temperatura. En las secciones que a continuación se exponen se resolverán casos simplificados de cierto interés práctico atendiendo, fundamentalmente, a las propiedades térmicas del molde. Así, en los moldes construidos con materiales como la arena, el yeso o las cerámicas, considerados como aislantes, se supondrá que el molde constituye la principal resistencia térmica a que el calor sea evacuado, mientras que en aquellos construidos con metal o grafito, considerados como muy buenos conductores del calor, se supondrá que

30 2.1. Evacuación de calor en moldes 15 la resistencia térmica más importante se encuentra en la zona de separación entre el metal solidificado y el molde metálico (véanse las Tablas A.1 y A.2 del Anexo A) Evacuación de calor en moldes desechables Como se acaba de mencionar, una aproximación razonable es suponer que prácticamente toda la resistencia térmica al flujo de calor en los moldes aislantes (o desechables) se encuentra en el molde. Puede verse en la Tabla A.2 del Anexo A que la conductividad térmica k de los materiales desechables es mucho menor que la correspondiente al metal fundido. En la mayoría de estos casos, el espesor del material aislante se puede considerar suficientemente grande para que la temperatura exterior del molde coincida, aproximadamente, con la temperatura ambiente T 0. Aunque actualmente los problemas de transferencia de calor en moldes se suelen tratar mediante técnicas computacionales, en el presente texto se obtendrán soluciones analíticas simplificadas que permitan evaluar, de forma aproximada, aspectos térmicos fundamentales de la solidificación del metal fundido. En esta y en la siguiente sección el problema térmico se considerará unidimensional. Se supondrá que el metal fundido (metal puro o aleación eutéctica) se vierte en el interior del molde a la temperatura de fusión T f (t = 0), y que todo el calor evacuado procede exclusivamente del calor latente de fusión, H, lo que implica que la temperatura del metal solidificado debe permanecer constante (T f ). Suponiendo además que el contacto entre el metal solidificado y el molde es perfecto, es decir, que no existe resistencia térmica en x = 0 y que, como se ha indicado anteriormente, la conductividad térmica del material desechable es despreciable frente a la del metal, la distribución de temperaturas en el molde en un instante t dado se puede representar de la forma indicada en la Figura 2.2. Por tanto, el flujo de calor por unidad de longitud a través de la zona de separación entre el metal y el molde (x = 0) se podrá expresar a través de la siguiente expresión ( q A) x=0 = ρ f H s t, (2.1) donde s es el espesor del metal solidificado (véase la Figura 2.2). Por otro lado, se puede escribir ( ( ) q T = k m, (2.2) A) x=0 x x=0 donde k m es la conductividad térmica del molde, por lo que resolviendo las

31 16 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación T Molde de arena de espesor grueso Frente de solidificación Sólido Líquido T f s T 0 0 x Figura 2.2: Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de un metal puro vertido a la temperatura de fusión T f en un molde aislante de geometría plana. Ecuaciones (2.1) y (2.2) (véase por ejemplo Flemings (1974)) se puede obtener el espesor solidificado de metal en función del tiempo: s = 2 ( ) Tf T 0 km ρ m c m t. (2.3) π }{{} ρ f H molde }{{} metal Obsérvese que el espesor de metal solidificado es una función parabólica del tiempo, lo que indica que la velocidad del frente de metal solidificado es inicialmente mayor y decrece conforme el molde se calienta. En Schwartz (1933) y Poirier y Poirier (1994) se pueden encontrar, respectivamente, soluciones analíticas para casos con moldes refrigerados, en los que la resistencia térmica del metal solidificado es comparable a la del molde, y moldes cerámicos, en los que el espesor del material aislante es relativamente pequeño y los fenómenos de transferencia de calor por convección entre el molde y el medio ambiente llegan a ser suficientemente importantes para que deban ser considerados Evacuación de calor en moldes permanentes En los moldes permanentes, en los que las conductividades térmicas del molde y del metal solidificado son relativamente altas, la resistencia térmica

32 2.1. Evacuación de calor en moldes 17 al flujo de calor más importante se produce generalmente en la zona de separación entre el metal y el molde, cuyo espesor crece gradualmente conforme aumenta la contracción del metal cuando se solidifica y enfría. Al igual que en la sección anterior, se considerará que el problema térmico es unidimensional y que el metal fundido se vierte en el interior del molde a la temperatura de fusión T f. También se supondrá que el molde, de espesor muy grande, permanece a la temperatura ambiente T 0 y que la distribución de temperaturas se puede representar de la forma indicada en la Figura 2.3. T Molde metálico de espesor grueso Frente de solidificación T f T Sólido s Líquido x Zona de separación de espesor variable debida a la contracción metálica Figura 2.3: Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de un metal puro vertido a la temperatura de fusión T f en un molde metálico de geometría plana. El flujo de calor a través de la zona de separación entre el molde y el metal solidificado se puede expresar del siguiente modo ( q A) x=0 = h (T f T 0 ), (2.4) donde h es un coeficiente de transmisión del calor. En los primeros instantes de la solidificación metálica el espesor de la zona de separación entre el metal y el molde se puede considerar prácticamente despreciable, aunque, como se menciona al principio de este capítulo el contacto entre ambas partes no es perfecto. En la Tabla A.1 del Anexo A se pueden encontrar valores

33 18 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación orientativos para este coeficiente 2. La solución de las Ecuaciones (2.1) y (2.4) (véase, p. ej., Flemings (1974)) proporciona el espesor de metal solidificado en función del tiempo s = h }{{} interface T f T 0 ρ f H }{{} metal t. (2.5) Obsérvese que, a diferencia del caso anterior, la velocidad del frente de metal solidificado es constante y depende de las propiedades térmicas del metal y de la zona de separación entre el molde y el metal solidificado. En ocasiones el metal fundido debe ser vertido a una temperatura T por encima a la de fusión. Este incremento se suele denominar sobrecalentamiento y se utiliza, p. ej., para aumentar la fluidez del metal líquido o evitar solidificaciones prematuras que puedan impedir el completo llenado del molde. En estos casos la cantidad de calor que debe ser evacuada para que el metal se solidifique completamente se puede obtener de la siguiente expresión ˆQ = ρv H + ρ l V c l T, (2.6) donde V es el volumen de metal y el subíndice l hace referencia a las propiedades del metal líquido sobrecalentado. Se considera que una aproximación razonable, utilizada por Poirier y Poirier (1994), entre otros, consiste en suponer que la temperatura de la superficie de separación entre el metal y el molde permanece constante y que ρ l = ρ. Esto es equivalente a reemplazar, en las ecuaciones expuestas en esta sección, el calor latente de fusión H por una cantidad equivalente H = H + c l T Solidificación de los metales En la sección anterior se ha podido comprobar que las propiedades térmicas del metal fundido y del molde influyen de forma decisiva en el modo en el que el metal se solidifica, lo que determina la forma, el tamaño, la distribución y la composición química de los granos formados, y por tanto las propiedades mecánicas de la pieza fundida. Debe también tenerse en cuenta que los metales puros o aleaciones eutécticas presentan un punto de solidificación (o de fusión) claramente definido, es decir, se solidifican a una temperatura constante 3, mientras que en las aleaciones metálicas la solidificación se inicia 2 Debe mencionarse que en los moldes desechables, la resistencia al flujo de calor que ofrece la zona de separación entre el metal y el molde se puede considerar despreciable frente a la resistencia al flujo de calor del molde aislante. 3 Por ejemplo, el aluminio puro se solidifica a 660 C, el hierro a C y el tungsteno a C

34 2.2. Solidificación de los metales 19 cuando la temperatura del metal alcanza la temperatura de liquidus, T l, y finaliza cuando se alcanza la temperatura de solidus, T s. A la diferencia entre ambas temperaturas se le denomina intervalo de solidificación. En la Sección 2.1 se han obtenido expresiones analíticas simplificadas para calcular la evolución del espesor del metal solidificado s en función del tiempo. Aunque estas expresiones se han obtenido con modelos unidimensionales, Chvorinov (1940) demostró experimentalmente que una buena aproximación para aplicar estos modelos a geometrías sencillas es considerar que el espesor del metal solidificado s se puede reemplazar por la relación V s /A, donde V s es el volumen de metal solidificado y A es el área de la superficie de contacto entre el metal y el molde Tiempos de solidificación de metales en moldes desechables Para moldes desechables, introduciendo la aproximación de Chvorinov anteriormente mencionada en la Ecuación (2.3) se puede obtener la siguiente expresión ( ) 2 V t s = C, (2.7) A donde t s es el tiempo total de solidificación y C = π ( ) 2 ρf H 1. (2.8) 4 T f T 0 k m ρ m c m Aunque en la práctica se suele considerar a la Ecuación (2.7) como una buena aproximación para geometrías sencillas, es posible obtener, sin la aproximación anteriormente mencionada, la solución que a continuación se expone para piezas cilíndricas y esféricas (véase, por ejemplo, Flemings (1974)) ( t s = C 1 ) ( ) 2 V, (2.9) aα m A donde α m = k m /(ρ m c m ) se denomina difusividad térmica del molde, y a es un factor de forma cuyo valor es igual a para placas finas 4, 8/ π para cilindros y 6/ π para esferas. Comparando las Ecuaciones (2.7) y (2.9) se puede observar que la aproximación utilizada por Chvorinov está más justificada conforme α m aumenta. Se puede comprobar fácilmente que para una misma relación V/A, el metal en un molde esférico se solidificará antes que en un molde cilíndrico. 4 Obviamente para placas finas las Ecuaciones (2.7) y (2.9) deben coincidir.

35 20 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación Tiempos de solidificación de metales en moldes permanentes De igual forma, introduciendo la aproximación de Chvorinov en la Ecuación (2.5) se puede obtener la expresión equivalente a la Ecuación (2.7) para moldes permanentes ( ) V t s = C, (2.10) A siendo C = ρ f H/h(T f T 0 ). Desafortunadamente el coeficiente de transmisión del calor h en la zona de separación entre el metal solidificado y el molde sólo puede ser estimado, en muchos casos, de forma aproximada (véase, p. ej., la Tabla A.1 del Anexo A) Solidificación de las aleaciones metálicas Una vez vertido el metal fundido, éste empezará a solidificarse en las proximidades de la pared del molde progresando gradualmente hacia el centro de la pieza. En los metales puros el frente de solidificación está relativamente bien definido para velocidades de enfriamiento moderadas, mientras que en las aleaciones metálicas la evolución del frente puede ser mucho más complejo dependiendo, fundamentalmente, del intervalo de solidificación de la aleación y de la velocidad de enfriamiento. En la Figura se representa el esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de una aleación metálica. Obsérvese que conforme aumenta la velocidad de enfriamiento, lo que corresponderá a un gradiente térmico más elevado y por tanto a una mayor pendiente de la curva de distribución de temperaturas, la extensión de la región parcialmente solidificada debe disminuir. Obsérvese también que el espesor de esta región disminuye conforme el porcentaje de elementos aleantes decrece Contracción de los metales durante el proceso de solidificación Generalmente los metales se contraen cuando se solidifican y enfrían (véase la Tabla 2.1). Existen excepciones como el antimonio, el bismuto o algunas aleaciones como la fundición gris en la que durante la solidificación el carbono se precipita en forma de nódulos de grafito, con mayor volumen específico que el carbono, provocando una expansión del metal. La contracción del metal al solidificarse crea un déficit volumétrico que debe ser compensado con metal líquido adicional para evitar la formación de huecos o poros

36 2.2. Solidificación de los metales 21 Temperatura (K) Temperatura (K) T l K s 1 T s Solidus Liquidus Elemento aleante (%) S+L S+L Sólido S+L Líquido x Región pastosa Microporosidad Pared del molde Dendritas Figura 2.4: Esquema de la distribución de temperaturas durante la solidificación de una aleación metálica. Metal Contracción % Metal Contracción % Aluminio 6,6 70%Cu-30%Zn 4,5 Al-4,5%Cu 6,3 90%Cu-10%Al 4 Al-12%Si 3,8 Fund. gris Expansión a 2,5 Acero al carbono 2,5-3 Magnesio 4,2 Acero al carbono 1 % 4 Fund. blanca 4-5,5 Cobre 4,9 Zinc 6,5 Aceros muy aleados 8-10 Tabla 2.1: Contracción de solidificación para algunos metales (datos extraidos de la referencia Kalpakjian (1995)).

37 22 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación Metal solidificado Embudo o cono de rechupe Rechupe central Metal fundido (a) Microrrechupe (b) Calentamiento por inducción Metal fundido Solidificación direccional Templadera metálica con camisas de enfriamiento (c) Figura 2.5: Mecanismo de formación de rechupes (a y b) y método para evitarlos (c). que reducen las propiedades mecánicas de la pieza fabricada. A nivel microgeométrico, las estructuras dendríticas del frente de solidificación dificultan el flujo de metal líquido adicional. Obviamente, el riesgo de formación de porosidad aumenta conforme aumenta el espesor de la región parcialmente solidificada. A nivel macrogeométrico, la contracción del metal puede provocar grandes poros como el mostrado en la Figura 2.5. Puede observarse que el frente de solidificación se inicia en la pared del molde progresando hacia el centro de la pieza (Figura 2.5a). La contracción progresiva hará que el metal fundido reduzca gradualmente su nivel formándose un cono o embudo en la parte superior de la pieza denominado rechupe (Figura 2.5b). La formación de este embudo o rechupe se podría evitar favoreciendo la solidificación direccional del metal desde la parte inferior hacia la parte superior del molde (véase la Figura 2.5c).

38 2.3. Mecanismos de formación de porosidad 23 En lo que sigue se describen brevemente los distintos mecanismos que pueden provocar la formación de porosidad en procesos de fundición Mecanismos de formación de porosidad En lo que se refiere al problema de la porosidad en los procesos de fundición en general, los primeros trabajos que se realizaron para tratar de predecir su aparición en piezas fundidas partieron de planteamientos basados únicamente en el estudio de los fenómenos de transferencia de calor durante la solidificación del metal líquido (una revisión de dichos trabajos puede verse en Flemings (1974)). De esta forma se identificaron dos de los parámetros que frecuentemente controlan la aparición de porosidad: el tiempo de solidificación (Chvorinov, 1940) y los gradientes de temperatura durante la solidificación del metal fundido (Pellini, 1953; Niyama et al., 1982). Los avances en dinámica de fluidos computacional han proporcionado herramientas nuevas y muy potentes para analizar los procesos de llenado del molde y de solidificación y la predicción de porosidad de piezas fundidas. Estas nuevas técnicas de análisis, junto con el avance en el conocimiento de los mecanismos de formación de poros, han permitido utilizar, desde principios de los años ochenta hasta la actualidad, métodos de análisis cada vez más complejos que resuelven el acoplamiento de los fenómenos de transferencia de calor, fluidodinámicos y de solidificación (Hwang y Stoehr, 1983, 1988; Hansen y Sahm, 1988). Algunos de los primeros trabajos clásicos sobre porosidad en piezas fundidas pueden encontrarse, por ejemplo, en las referencias Piwonka y Flemings (1966) y Campbell (1967, 1969). En otros trabajos más recientes sobre el tema se trata de acoplar las dos causas básicas de formación de porosidad, analizando sus efectos combinados. Dichas causas son la existencia de gases disueltos y atrapados en el metal fundido a la entrada del molde (que no fueron considerados en estudios previos) y la resistencia a la alimentación líquida que se presenta en las zonas en solidificación para compensar la contracción volumétrica que experimenta el metal al solidificarse (Kimio y Pehlke, 1985; Poirier et al., 1987; Wang, 1990). La porosidad en procesos de fundición puede ser de dos tipos: macroporosidad y microporosidad. Ambos tipos pueden tener su origen en las dos causas básicas que se acaban de mencionar. Obviamente, si el proceso de fundición se realizara con ausencia de gas y con una alimentación adecuada se obtendría una pieza libre de poros. Desafortunadamente, la complejidad del proceso es tal que en la práctica resulta muy difícil alcanzar las condiciones ideales. A nivel microgeométrico, la porosidad (microporosidad) producida

39 24 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación por la contracción volumétrica del metal al solidificarse puede generarse por distintos mecanismos. Los problemas de alimentación líquida 5 pueden dar lugar a porosidad interna producida por un mecanismo de nucleación interna 6 (Ampuero et al., 1991) o de iniciación superficial 7 (típica esta última de las aleaciones con grandes rangos de solidificación). En algunos casos, las dificultades de alimentación líquida dan lugar a que se produzca una porosidad externa (en la superficie de la pieza) como consecuencia de un mecanismo de alimentación sólida desde el exterior de la pieza. Otro tipo de microporosidad, que suele estar distribuida uniformemente en todo el conjunto de la fundición, es la debida a la precipitación de los gases disueltos en el líquido metálico durante la solidificación 8. Algunos tipos de aleaciones, bajo determinadas condiciones de proceso, son particularmente susceptibles a la formación de poros internos que nuclean creciendo rápidamente a lo largo de las capas paralelas a las posiciones que supuestamente ocupan las isotermas durante la solidificación del metal líquido. Esto se favorece en aleaciones con grandes rangos de temperaturas de solidificación en procesos con bajos gradientes de temperatura, tales como los que intervienen en la fundición invertida, la fundición en yeso o la 5 Si existen causas que impiden la alimentación líquida en zonas con déficit volumétrico provocado por la contracción experimentada por el metal al solidificarse, se podría iniciar la aparición de un poro. En piezas de geometría compleja, los obstáculos para la alimentación son mayores, agravándose el problema de formación de porosidad. 6 Para aleaciones con pequeños rangos de temperaturas de solidificación, como por ejemplo bronce, Al-Si eutéctico o aluminio puro, si un volumen de líquido quedara aislado sin posibilidad de alimentación externa ni interna, el progresivo déficit volumétrico provocado por la solidificación someterá al líquido a una tensión ejercida por el sólido circundante. Si la presión a la que está sometido el líquido alcanza un cierto valor crítico, se formará un poro. El crecimiento inicial del poro se realizará en milisegundos, y alcanzará un tamaño que dependerá de la tensión acumulada. Una vez iniciada la formación del poro, la solidificación progresiva del metal incrementará las tensiones internas que favorecerán su crecimiento. Esta clase de poros se concentra cerca del centro de la pieza fundida. La presencia de partículas extrañas favorece la aparición de porosidad. 7 Si la alimentación líquida interior es insuficiente, la contracción volumétrica durante la solidificación hará que la presión hidrostática interna pueda disminuir hasta límites tales que se llegue a producir la succión de líquido fundido desde las zonas superficiales de la pieza que aún no se hayan solidificado. Esta succión de líquido puede arrastrar con él gas exterior que formará un microporo en forma de microcanal con geometría compleja. 8 Cuando el metal se solidifica, la solubilidad de los posibles gases disueltos en el líquido disminuye, precipitando en las zonas interdendríticas (microporosidad). El tamaño habitual de este tipo de poros está en un rango entre 0, y 0,5 mm de diámetro. Al ser tan pequeño su tamaño, cuando la pieza es mecanizada resultan imperceptibles a simple vista. Este tipo de poros, que presentan una distribución uniforme en todo el conjunto de la fundición, se reduce por la presencia de impurezas de gran actividad química en el metal tales como óxidos, sulfuros, fosfuros, etc.

40 2.3. Mecanismos de formación de porosidad 25 fundición en arena. Al final de la sección anterior se mencionó que a nivel macrogeométrico la porosidad (macroporosidad) producida en fundición por gravedad por la contracción volumétrica durante la solidificación adquiere la forma de cono o embudo. Si este problema se presenta en regiones aisladas en el interior de la pieza, se generará un macroporo interior a la pieza fundida. En otros casos, la formación de porosidad se debe a que, durante la etapa de llenado, se puede provocar el desprendimiento de gases contenidos en el molde al entrar en contacto con éste el metal fundido. Este problema es típico de los moldes de arena, susceptibles de contener grandes porcentajes de humedad y gases, pero no ocurre en procesos fundición por inyección a presión en los que el molde es metálico. Además de los mecanismos de generación de porosidad que se acaban de describir brevemente, debe citarse el que tiene lugar como consecuencia de la posible existencia de aire que queda atrapado en el interior del metal fundido durante el proceso de llenado del molde. Este mecanismo es particularmente relevante en procesos de fundición por inyección a presión, en los que las especiales características del flujo en la cámara de inyección y la turbulencia en el flujo de metal fundido a la entrada del molde pueden producir la ingestión de una elevada masa de aire, lo que daría lugar a altos niveles de formación de burbujas. Esto se ve agravado por los pequeños tiempos de solidificación característicos de estos procesos (el molde es metálico y generalmente refrigerado) y por la dificultad que los moldes metálicos tienen para evacuar los gases. Koster y Goehring (1941) analizaron el proceso de llenado por inyección observándolo en moldes transparentes. Otros trabajos experimentales más recientes han demostrado la importancia que las condiciones del flujo a la entrada del molde tienen sobre la formación de burbujas de gas atrapado (Hirt, 1991). Lindberg et al. (1991) han comprobado mediante una cámara de alta velocidad que, bajo ciertas condiciones, se puede llegar a interrumpir la continuidad del flujo en la sección de entrada del molde debido a la expansión del aire a la salida de ésta. Ohnaka (1993) ha realizado una revisión de las investigaciones en curso sobre la fluidomecánica del proceso de llenado de un molde, la generación de porosidad y la macrosegregación. La importancia de este mecanismo de generación de porosidad debido al aire atrapado durante el llenado es mucho menor si la velocidad de elevación de las burbujas de gas producidas en la entrada del metal fundido al molde es suficientemente rápida, de forma que el tiempo característico de ascenso de las burbujas es pequeño frente al de solidificación. Esta circunstancia no se da en procesos de fundición a alta presión, y menos aún cuando se trata de piezas con paredes delgadas que se solidifiquen en un tiempo característico suficientemente pequeño en comparación con el tiempo de ascenso de las bur-

41 26 C A P Í T U L O 2 Evacuación de calor y solidificación bujas. El tamaño de los poros formados varía generalmente entre 1 y 5 mm de diámetro. Este tipo de poros es fácil de identificar ya que, por su tamaño, cuando la pieza es mecanizada son observables a simple vista. Su distribución en la pieza está lejos de ser uniforme, concentrándose principalmente cerca de las secciones de entrada del metal fundido al molde y en las zonas más elevadas de la pieza, pudiendo quedar el resto libre de poros.

42 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación La contracción que muchos metales experimentan cuando se solidifican y enfrían debe ser compensada para evitar problemas como los descritos en las Secciones 2.2 y 2.3. En muchas ocasiones se emplean depósitos, denominados comúnmente como mazarotas, que compensan el déficit volumétrico originado. En la Figura 3.1 se muestra esquemáticamente la solidificación de un metal puro en un molde en forma de cubo y una mazarota cilíndrica situada en la parte superior del molde. Obsérvese que la solidificación del metal se produce de forma simultánea tanto en la pieza como en la mazarota. La posición relativa de la mazarota permite que el metal fundido fluya desde ésta hacia la pieza para compensar el déficit volumétrico creado por la contracción del metal durante su solidificación. Obviamente, para que el proceso de alimentación líquida sea efectivo el metal de la mazarota no se debe solidificar completamente antes que en la pieza. El proceso de compensación volumétrica puede ser mejorado creando solidificaciones direccionales mediante enfriadores, como el que se muestra en la Figura 3.2b, lo que permite reducir las dimensiones de las mazarotas (véase la Figura 3.2c). Otra alternativa consiste en retardar la solidificación del metal en la mazarota mediante materiales aislantes como la mullita (véase la Tabla A.2 del Anexo A) o con materiales exotérmicos que arden a una temperatura próxima a la del punto de fusión del metal (Figuras 3.2d y e). 27

43 28 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación Mazarota Arena Arena Arena Rechupe Pieza Líquido S L Frente de solidificación S Pieza libre de poros Figura 3.1: Esquema de la evolución del frente de solidificación de un metal puro en un molde de arena en forma de cubo y una mazarota cilíndrica situada en la parte superior. Mazarota Abierta Pieza Enfriador (a) Arena (b) Manguito aislante Material exotérmico (c) (d) (e) Figura 3.2: Mejora de la eficacia de una mazarota que alimenta a un cubo en un molde de arena (a) mediante enfriadores (b,c y e), y materiales aislantes y exotérmicos (d y e) (basada en Flemings (1974)).

44 3.1. Métodos experimentales Métodos experimentales para el cálculo de los sistemas de compensación Tradicionalmente se han venido utilizando métodos basados en los resultados experimentales de autores como Caine (1949) o Bishop et al. (1955) para el dimensionamiento de los sistemas de compensación. En las dos secciones que a continuación se exponen se describen brevemente los dos métodos experimentales más destacados Método de Caine Para que el proceso de alimentación líquida se efectúe correctamente, Caine (1949) obtuvo experimentalmente curvas, como la mostrada en la Figura 3.3, para obtener en moldes de arena el tamaño de mazarotas que alimentan a piezas de acero con contenido en carbono en torno al 0,3%. La curva repre- V Rmin /V p 1,8 1,6 1,4 Acero con 0,3% de carbono 1,2 1 0,8 Pieza libre de poros 0,6 0,4 0,2 0 Pieza defectuosa 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 V R /A R V p/a p Figura 3.3: Resultados, obtenidos experimentalmente por Caine (1949) para aceros con contenido en carbono igual al 0,3 %, de la relación entre el volumen de la mazarota V R y el de la pieza a la que alimenta V p en función de la relación entre el módulo de la mazarota y el de la pieza, (V R /A R )/(V p /A p ).

45 30 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación sentada en esta figura permite determinar, para un valor dado del volumen de la pieza a la que alimenta, V p, el valor mínimo del volumen que debe tener la mazarota para obtener piezas libres de poros en función de la relación de los módulos de la mazarota (V R /A R ) y de la pieza (V p /A p ) Método NRL Bishop et al. (1955) establecieron un método análogo al de la sección anterior en el que, la relación de módulos utilizada por Caine (1949) se sustituye por el factor (L+W)/T, donde L, W y T son las dimensiones máximas que caracterizan, respectivamente, a la longitud, la anchura y el espesor de la pieza. En la Figura 3.4 se representa la relación, obtenida experimentalmente por Bishop et al. (1955) para aceros con un contenido en carbono comprendido entre 0,2 y 0,5%, entre el volumen de la mazarota, V R, y el de la pieza a la que alimenta, V p, en función del factor (L + W)/T. La ventaja principal de este método frente al anterior se debe a que cuando la geometría de la pieza es complicada, el cálculo del factor de forma anterior resulta mucho más sencillo que la obtención del módulo V p /A p utilizado en el método de Caine. Al igual que en el caso anterior, la curva representada en esta figura permite determinar, para un valor dado de V p, el valor mínimo del volumen que debe tener la mazarota para obtener piezas libres de poros en función del factor de forma (L + W)/T Consideraciones para el diseño de los sistemas de compensación Obviamente, el volumen mínimo que debe tener una mazarota está determinado por la cantidad de metal requerido para compensar la contracción del metal solidificado. Por ejemplo, el volumen de una mazarota debería ser superior aproximadamente al 3% del volumen de la pieza de acero que alimenta (véase la Tabla 2.1). Por otro lado, la geometría óptima de una mazarota debería ser aquella que proporcionase el máximo tiempo de solidificación. En la práctica, por razones constructivas, se suelen emplear mazarotas cilíndricas como las de la Figura 3.5. En lo que sigue se considerarán mazarotas como las representadas en esta figura. La mazarota denotada con la letra a alimenta a la pieza lateralmente. Si se considera en este caso que el área de la superficie de unión, A union, entre la mazarota y la pieza es despreciable, la relación geométrica ξ = H/D entre la altura y el diámetro de la mazarota que proporciona el máximo tiempo de solidificación se puede obtener del modo que a continuación se

46 3.2. Consideraciones para el diseño de los sistemas de compensación 31 V Rmin /V p 1 Aceros con 0, 2 0, 5% de carbono Pieza libre de poros Pieza defectuosa (L + W)/T Figura 3.4: Resultados, obtenidos experimentalmente por Bishop et al. (1955) para aceros con contenido en carbono comprendido entre 0,2 y 0,5 %, de la relación entre el volumen de la mazarota, V R, y el de la pieza a la que alimenta, V p, en función del factor de forma (L + W)/T. Bebedero Canal de colada Puertas de entrada Base del bebedero D Mazarota b H Pieza D Mazarota a H η = 0 A union = πd 2 /4 H = D/2 V/A = D/6 η = 0 A union 0 H = D V/A = D/6 Figura 3.5: Esquema del sistema de distribución (bebedero, canal de colada y puertas de entrada) y del sistema de compensación de una placa metálica.

47 32 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación indica. El volumen, V, y el área, A, de la superficie de la mazarota pueden ser expresados, respectivamente, como A = πd 2 ξ + π 2 D2, (3.1) V = π 4 D3 ξ. (3.2) De las Ecuaciones (3.1) y (3.2) se puede obtener la siguiente relación ( ) V 1 A V = ξ 2/3 1/3 4 2/3 π ( ). (3.3) 1/3 ξ En la Figura 3.6 se representa con línea continua la relación ( ) V 1 de A V 1/3 la Ecuación (3.3) en función de la relación geométrica ξ. Puede observarse «V 1 A V 1/ Mazarota a Mazarota b Figura 3.6: Relación ( ) V A ξ 1 V 1/3 de la Ecuación (3.3) para una mazarota lateral (línea de trazo continuo) y de la Ecuación (3.5) (línea de trazo discontinuo) para una mazarota superior en función del parámetro ξ. que, para un volumen V dado, el valor del parámetro ξ que proporciona el máximo valor de la relación V/A y por tanto, según la Ecuación (2.7), el máximo tiempo de solidificación es igual a 1,0.

48 3.3. Ecuación de diseño de los sistemas de compensación 33 Por otro lado, en mazarotas como las denotadas con la letra b en la Figura 3.5 el área de la superficie de la mazarota a través de la que la mayor parte del calor es evacuado es la que está en contacto con el molde. Es decir, el valor del área A se podrá obtener en este caso a partir del valor de la Ecuación (3.1) menos el área de la superficie de unión, A union = πd 2 /4, entre la mazarota y la pieza. Por tanto, A = πd 2 ξ + π 4 D2. (3.4) De las Ecuaciones (3.4) y (3.2) se puede obtener una expresión equivalente a la de la Ecuación (3.3) ( ) V 1 A V = ξ 2/3 1/3 4 2/3 π ( ), (3.5) 1/3 ξ que se ha representado con línea discontinua en la Figura 3.6. Se puede observar que en este caso, el valor del parámetro ξ que proporciona, para un volumen V dado, el máximo tiempo de solidificación es igual a 0,5. Se puede comprobar que el módulo de la mazarota a para ξ = 1,0 y el de la mazarota b para ξ = 0,5 es igual en ambos casos a D/6. Debe mencionarse que, como se ha indicado al principio de este capítulo, el área total de una mazarota puede estar en contacto con distintos materiales (arena del molde, materiales aislantes como la mullita o materiales exotérmicos que arden a temperaturas próximas a la de fusión del metal). También debe indicarse que existen casos en los que la resistencia térmica en la zona de separación entre el molde y el metal solidificado o los fenómenos de transferencia de calor por convección en moldes cerámicos o en mazarotas abiertas hacia el exterior llegan a ser suficientemente importantes para que deban ser tenidos en cuenta en el diseño de los sistemas de compensación. En Poirier y Poirier (1994) se pueden encontrar resultados para casos como los que se acaban de mencionar Ecuación de diseño de los sistemas de compensación Recuérdese que, tal y como se menciona en la Sección 2.2.1, el tiempo de solidificación del metal en un molde desechable de pared gruesa y geometría sencilla se puede estimar a través de la conocida expresión de Chvorinov (Ecuación (2.7)). En lo que sigue se considerarán mazarotas cilíndricas como las mostradas en la Figura 3.5. Para que una mazarota efectúe correctamente

49 34 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación su función nunca debería solidificarse antes que la pieza. El tamaño óptimo sería aquel que hiciese que el metal de la mazarota se solidifique en el mismo instante que el de la pieza. Mediante la Ecuación (2.7) esta condición puede ser expresada del siguiente modo ( ) 2 ( ) 2 VRf Vp C R = C p, (3.6) A R A p donde el subíndice R se utiliza para denotar a la mazarota y el subíndice p para denotar a la pieza. V Rf es el volumen final del metal solidificado en la mazarota y deberá coincidir, si ésta efectúa correctamente su función, con el volumen inicial de metal en la mazarota, V R, menos el necesario para compensar la contracción volumétrica experimentada durante la solidificación del metal de la pieza y de la mazarota. Por tanto, V Rf se puede expresar del siguiente modo V Rf = V R β (V R + V p ), (3.7) siendo β un coeficiente que representa la contracción volumétrica de solidificación del metal (véase la Tabla A.3). Debe tenerse en cuenta que si el metal fundido se vierte sobrecalentado, el coeficiente β deberá cuantificar adicionalmente la contracción experimentada por el metal líquido durante su enfriamiento hasta la temperatura de fusión T f. Obviamente, se debe cumplir que V Rf 0, lo que equivale, de la Ecuación (3.7), a la condición V R V p β 1 β (3.8) Sustituyendo la Ecuación (3.7) en la Ecuación (3.6) y operando adecuadamente se puede obtener la siguiente expresión [ (Cp ) ] 1/2 ( ) Vp (1 β)v R βv p = A R. (3.9) C R } {{ } I Suele ser habitual que distintas zonas de la misma mazarota se encuentren en diferentes situaciones térmicas. Por ejemplo, debe tenerse en cuenta que en la superficie de unión entre la mazarota y la pieza el gradiente térmico es aproximadamente nulo, es decir, el flujo de calor en esta zona se puede considerar prácticamente despreciable frente al calor que es evacuado a través del molde. Así mismo, mazarotas abiertas como las de las Figuras 3.2a, b y c, tienen su parte superior en contacto directo con el medio ambiente. Por otro lado, tal y como se mencionó en la introducción de este capítulo, A p

50 3.3. Ecuación de diseño de los sistemas de compensación 35 en ocasiones se utilizan materiales aislantes o exotérmicos en determinadas zonas para retardar la solidificación del metal en la mazarota (Figuras 3.2d y e). Para considerar las distintas situaciones que se acaban de mencionar Poirier y Poirier (1994) proponen un método aproximado que consiste en dividir el término de la Ecuación (3.9) referenciado con la letra I en tres sumandos correspondientes a las zonas lateral (l), superior (s) e inferior (i) de la mazarota ( ) 1/2 ( ) 1/2 ( ) 1/2 ( ) 1/2 Cp Cp Cp Cp A R A Rl + A Rs + A Ri, (3.10) C R C Rl } {{ } η l C Rs } {{ } η s C Ri } {{ } η i donde C Rl, C Rs y C Ri son, respectivamente, los valores correspondientes obtenidos de la Ecuación (2.8). Los coeficientes η l,s,i representan la relación entre la resistencia al flujo de calor evacuado de la pieza y el evacuado a través de las distintas zonas consideradas en la mazarota. Por tanto, debe tenerse en cuenta que en las superficies de separación entre la mazarota y la pieza, en las que el flujo de calor es despreciable, o en las zonas recubiertas con materiales considerados como aislantes perfectos, η debe ser prácticamente despreciable. Obviamente, si todas las zonas de la mazarota están rodeadas por el mismo material que el de la pieza, se obtendrá la siguiente expresión ( ) 1/2 Cp η l = η s = η i = = 1. (3.11) Introduciendo la Ecuación (3.10) en la Ecuación (3.9) se puede expresar ( ) Vp (1 β)v R βv p = (η l A Rl + η s A Rs + η i A Ri ). (3.12) Para mazarotas cilíndricas como las mostradas en la Figura 3.5, con relación geométrica entre su altura y su diámetro ξ, se puede escribir C R A p V R = π 4 D3 ξ, (3.13) A Rl = πd 2 ξ, (3.14) A Rs = A Ri = π 4 D2. (3.15) Introduciendo las Ecuaciones (3.13), (3.14) y (3.15) en la Ecuación (3.12), y operando adecuadamente se obtiene ξd 3 (4ξη l + η s + η i ) V p/a p 1 β D2 4βV p = 0. (3.16) π(1 β)

51 36 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación En mazarotas laterales con ξ = 1, como la denotada con la letra a en la Figura 3.5, y recubiertas con el mismo material que el de la pieza, se debe cumplir que η l = η s = η i = 1, por lo que la Ecuación (3.16) resulta, en este caso, D 3 6 V p/a p 1 β D2 4βV p = 0. (3.17) π(1 β) En mazarotas como la denotada con la letra b en la Figura 3.5 que se encuentran en las mismas condiciones que las del caso anterior se debe cumplir que η l = η s = 1, η i 0. Por lo que, teniendo en cuenta que ξ = 1/2, resulta 1 2 D3 3 V p/a p 1 β D2 4βV p = 0. (3.18) π(1 β) Aunque el empleo de mazarotas en procesos de fundición con moldes permanentes no suele ser habitual, un análisis como el empleado en esta sección se podría aplicar, de forma análoga, en estos casos Ubicación de los sistemas de compensación Hasta ahora se han considerado, exclusivamente, métodos para determinar las dimensiones de las mazarotas sin tener en cuenta que éstas deben ser capaces de proporcionar el metal líquido adicional necesario en distintas zonas de la pieza. La resistencia que el frente de solidificación ofrece al flujo de metal líquido reduce gradualmente su presión a lo largo del camino que debe recorrer. Así, en zonas relativamente alejadas de la mazarota, la presión del metal líquido puede no ser suficiente para vencer la resistencia que el crecimiento dendrítico del frente de solidificación ofrece al flujo de metal (Figura 3.7), pudiendo aparecer zonas deficientemente alimentadas y por tanto con un alto riesgo de formación de porosidad. Este tipo de porosidad se produce a nivel interdendrítico en la línea central de la pieza adoptando formas en V con el vértice orientado hacia la parte final de la pieza (Figura 3.8). En general, como algunos trabajos experimentales así lo demuestran, las zonas con mayor riesgo de formación de microporosidad suelen ser aquellas que presentan bajos gradientes térmicos durante la solidificación del metal, lo que supone, como se indicó en la Sección 2.2.3, regiones dendríticas más extensas. En la Figura 3.9 se representan resultados, obtenidos por Pellini (1953), de la temperatura en distintos instantes de tiempo a lo largo de la línea central de una barra de acero en un molde de arena verde. Puede observarse que en el instante en el que, en el centro de la barra, se alcanza la

52 3.4. Ubicación de los sistemas de compensación 37 Mazarota Dirección de alimentación líquida Riesgo de aparición de microporosidad Sólido Distancia máxima de alimentación Zona de alta resistencia a la alimentación líquida Figura 3.7: Esquema del proceso de alimentación líquida durante la solidificación de una aleación metálica. Temperatura Zona con gradiente térmico alto Zona con gradiente térmico alto Temperatura de solidus Zona con gradiente térmico bajo Mazarota Distancia desde la mazarota Pieza Zona correctamente alimentada Zona con alto riesgo a la formación de porosidad en la línea central de la pieza Zona libre de poros debido al efecto de la pared final de la pieza Figura 3.8: Esquema de la distribución de temperaturas en un instante dado a lo largo de la línea central de una pieza alimentada por una mazarota abierta (basada en Taylor et al. (1959)).

53 38 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación Porosidad en la línea central de la barra Barra de acero en molde de arena verde 100 mm Gradiente térmico ( C/mm) 1,5 1,0 0,5 17 min Temperatura ( C) 1500 Solidus min Distancia en mm Figura 3.9: Resultados, obtenidos por Pellini (1953), de la temperatura en distintos instantes de tiempo a lo largo de la línea central de una barra de acero en un molde de arena verde.

54 3.4. Ubicación de los sistemas de compensación 39 temperatura de solidus 1, las zonas en las que se forma porosidad presentan gradientes térmicos en la dirección longitudinal de la barra inferiores a 1 C/mm. Puede apreciarse en las Figuras 3.8 y 3.9 que las zonas próximas a la mazarota y a la pared final de la pieza, que presentan gradientes térmicos relativamente altos, suelen estar libres de poros. Pellini (1953), Bishop et al. (1951), y Bishop y Pellini (1950) mostraron experimentalmente que para piezas de geometría sencilla, como barras y placas de acero en moldes de arena verde, la máxima distancia que una mazarota puede alimentar de forma efectiva depende, fundamentalmente, del espesor de la pieza alimentada. Esta distancia es mayor en placas que en barras ya que en las primeras sólo hay dos frentes de solidificación procedentes de las dos caras principales, mientras que en el segundo caso los frentes principales de solidificación son cuatro, aumentando, por tanto, la resistencia que el crecimiento dendrítico del frente de solidificación ofrece al flujo de metal líquido. En lo que sigue, se expondrán las relaciones generales obtenidas experimentalmente por estos autores para determinar, en placas y barras, las distancias efectivas de alimentación líquida Distancia de alimentación líquida en placas Los resultados de Pellini (1953) para placas de acero de espesor comprendido entre 13 y 100 mm en moldes de arena verde se muestran esquemáticamente en la Figura Los estudios radiográficos realizados sobre placas de diferentes longitudes muestran que hay dos zonas claramente definidas que están libres de poros; una próxima a la mazarota de longitud igual a 2T, siendo T el espesor de la placa, y otra próxima a la pared final de la placa de mayor longitud que la anterior e igual a 2,5T. Cerca de la pared final de la placa el gradiente térmico es mayor que en las proximidades de la mazarota, lo que explica que la longitud de la placa libre de poros cerca de la pared final sea mayor que la correspondiente en las proximidades de la mazarota. Por tanto, la longitud total efectiva de alimentación líquida de una mazarota que alimenta a una placa como se muestra en la Figura 3.10a debe ser igual a 4,5T. Puede observarse en esta figura que para que una placa esté correctamente alimentada, su longitud no debe superar la longitud 9T +D, siendo D el diámetro de la mazarota. Cuando la longitud de la placa es mayor, se deben utilizar tantas mazarotas como sean necesarias. Téngase en cuenta que la longitud total efectiva de alimentación entre los extremos de dos mazarotas como las mostradas en la Figura 3.10b debe ser igual a 1 Durante la última etapa de la solidificación el crecimiento dendrítico en esta zona, y por tanto la resistencia a la alimentación líquida, será máximo.

55 40 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación Longitud total de alim. (I) D MT = 4,5T D MT = 4,5T (a) T Contribución de la mazarota Longitud total de alim. (II) D MT = 4T 2T 2T 2T 2,5T Contribución de la pared final (b) T D MT = 4,5T + 50 mm Enfriador (c) T D MT = 9T mm 4,5T ,5T + 50 (d) Enfriador T Figura 3.10: Distancias de alimentación en placas obtenidas experimentalmente por Pellini (1953); (a) y (c) entre la mazarota y la pared final sin y con enfriador, respectivamente; (b) y (d) entre dos mazarotas sin y con enfriador entre ambas, respectivamente.

56 3.4. Ubicación de los sistemas de compensación 41 2T + 2T = 4T. En piezas en las que se deben emplear varias mazarotas, el número de éstas se puede reducir aumentando la longitud efectiva de alimentación mediante enfriadores como los mostrados en las Figuras 3.10c y d. El enfriador aumenta el gradiente térmico en la dirección longitudinal de la pieza durante la solidificación del metal fundido. Al aumentar la velocidad de enfriamiento del metal, la región dendrítica se hará más estrecha reduciéndose la resistencia que el frente de solidificación ofrece a la alimentación líquida. Los resultados de Pellini (1953), representados en las Figuras 3.10c y d, muestran que la longitud total de alimentación aumenta en 50 mm, aproximadamente 2. Johnson y Loper (1969) extendieron su estudio a espesores inferiores a 13 mm mostrando que la longitud total efectiva de alimentación líquida en placas D MT se puede obtener en estos casos a través de la siguiente expresión donde V/A es el módulo de la placa en mm. ( ) 1/2 V D MT = mm, (3.19) A Distancia de alimentación líquida en barras Los resultados experimentales obtenidos por Pellini (1953), para barras de acero con espesores comprendidos entre 50 y 200 mm en moldes de arena verde, se exponen en la Figura La longitud total de alimentación D MT entre el extremo de la mazarota y la pared final de la barra es igual a 6 T, donde T es el espesor de la barra. En la Figura 3.11e se representa la contribución correspondiente a la mazarota y a la pared final de la barra en función del espesor. Si la longitud de la barra supera los valores efectivos de alimentación, se deberá utilizar más de una mazarota. La longitud total efectiva de alimentación entre los extremos de dos mazarotas que alimentan a una barra se puede obtener de la curva de trazo discontinuo de la Figura 3.11e. Se puede ver que en el rango considerado por estos autores el valor de esta longitud se encuentra comprendido entre 1T y 4T (Figura 3.11b). Los resultados experimentales de Pellini (1953) representados en las Figuras 3.11c y d muestran que la longitud total de alimentación con enfriador aumenta una cantidad igual al espesor de la barra T. Los resultados de Johnson y Loper (1969) para barras de espesores pequeños (inferiores a 13 mm) muestran que la longitud total efectiva de ali- 2 El enfriador colocado entre mazarotas tiene el mismo efecto que el correspondiente a un enfriador situado al final de la pieza.

57 42 C A P Í T U L O 3 Diseño de los sistemas de compensación (a) Longitud total de alimen. (I) D M /T (e) D MT = 6 T D MT = 6 T 4 Contribución de la mazarota 0,5T 2T Longitud total de alimen. (II) D MT = 1T 4T 0,5T 2T 0,5T 2T (b) 1,5T 2T T Contribución de la pared final D MT /T (I) D MT /T (II) pared mazarota T Espesor (cm) (c) T D MT = 6 T + T Enfriador D MT = 12 T + 2T 6 T + T 6 T + T (d) Enfriador T Figura 3.11: Distancias máximas de alimentación en barras obtenidas experimentalmente por Pellini (1953); (a) y (c) entre la mazarota y la pared final sin y con enfriador, respectivamente; (b) y (d) entre dos mazarotas sin y con enfriador entre ambas, respectivamente. (e) Contribución correspondiente a la mazarota y a la pared final de la barra en función del espesor T.

58 3.4. Ubicación de los sistemas de compensación 43 mentación líquida D MT se puede obtener a través de la siguiente expresión ( ) 1/2 V D MT = mm. (3.20) A Obviamente, todos los resultados mostrados en esta sección sólo son válidos para piezas de acero en moldes de arena verde. En general, para aleaciones con resistencia a la alimentación líquida inferior al acero, como el cobre, el plomo o el latón, las expresiones expuestas anteriormente se pueden aplicar de forma general. Las aleaciones con una mayor resistencia a la alimentación líquida, como las aleaciones de aluminio, por ejemplo, requerirán un mayor número de mazarotas o alimentadores.

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60 C A P Í T U L O 4 Fundamentos del llenado de moldes en fundición El concepto de fluidez en fundición está referido a la capacidad del metal fundido para llenar el molde antes de solidificarse. Esta propiedad se puede determinar mediante diferentes ensayos experimentales. Los dos más comunes son los representados en las Figuras 4.1a y 4.1b. En el primero el metal fundido fluye a través de un canal en forma de espiral, construido generalmente de arena, a la temperatura ambiente. La distancia recorrida por el metal antes de solidificarse, que obviamente dependerá de las propiedades térmicas del metal y de la arena, así como de la geometría del canal, determina su fluidez. En el segundo, un tubo de cristal o metal succiona líquido desde un crisol mediante una bomba de vacío conectada al extremo final del tubo. Como en el caso anterior, la longitud del tubo lleno de metal determina el índice de fluidez. El parámetro principal que determina la fluidez de un metal es el calentamiento por encima de su temperatura de fusión (temperatura de liquidus para una aleación metálica) o sobrecalentamiento. Existen algunas recomendaciones prácticas (Flinn, 1963) para determinar el sobrecalentamiento apropiado del metal. Así por ejemplo, se recomienda que en procesos de fundición en arena para piezas de geometría complicada con secciones de pequeño espesor (inferiores a 0.5 in.) el sobrecalentamiento se debe encontrar en torno a 160 y 280 C. Para piezas de gran espesor el valor apropiado se podría encontrar entre 60 y 170 C, aproximadamente. Es importante mencionar que un sobrecalentamiento excesivo, en especial en aleaciones con altas temperaturas 45

61 46 C A P Í T U L O 4 Fundamentos del llenado de moldes en fundición Vertido de metal fundido Índice de fluidez Conducto metálico o de vidrio Metal fundido Índice de fluidez Presión de vacío (a) (b) Figura 4.1: Esquema de dos ensayos de fluidez: (a) ensayo de fluidez en espiral; (b) ensayo de fluidez al vacío. de fusión, podría aumentar el riesgo de oxidación del metal y atrapamiento de aire, dañar la superficie de los moldes de arena o reducir la vida de los moldes permanentes Consideraciones para el correcto llenado de moldes En los procesos de fundición, generalmente, la cavidad del molde suele llenarse de metal fundido a través de un sistema de conductos denominado sistema de distribución. Un buen diseño de este sistema permitirá obtener piezas de calidad, sin embargo, un diseño incorrecto podrá producir la aparición de fenómenos que favorezcan el atrapamiento de gases y contaminantes como óxidos, inclusiones o impurezas, o perdidas de calor que puedan provocar solidifiaciones importantes durante el proceso de llenado. Campbell (1991) destaca que la etapa de llenado es sin duda la más importante en los procesos de fundición. En lo que sigue se analizarán de forma general los requisitos que debe poseer un sistema de distribución para obtener piezas de calidad. La configuración de un sistema de distribución dependerá, fundamentalmente, de la forma en la que se deba llenar el molde. En las Figuras 4.2a y 4.2b se representan, respectivamente, dos ejemplos típicos del llenado de moldes por gravedad y a presión. De forma general, se podría decir que un correcto llenado del molde sería aquel que permitiese conseguir, fundamentalmente, los objetivos que se enumeran a continuación.

62 4.1. Consideraciones para el correcto llenado de moldes 47 Cuchara Mazarota Molde Cavidad del molde A1 A 2 Bebedero Canal de colada h 1 h 2 r A 1 h = 2 A 2 h 1 Caja de moldeo Viento Evacuación de aire a través del viento (a) Obturación del viento Cavidad del molde Atrapamiento de aire Frente de metal líquido 01 Llenado de la cavidad del molde Entrada hacia la cavidad del molde Orificio de colada Canal de colada Pistón Cámara de inyección (b) Figura 4.2: Esquema del llenado de moldes: a) por gravedad; b) a presión.

63 48 C A P Í T U L O 4 Fundamentos del llenado de moldes en fundición Llenar rápidamente la cavidad del molde. Minimizar los fenómenos que favorecen la oxidación del metal y el atrapamiento de gases. Evitar la erosión de la cavidad del molde. Eliminar impurezas como los óxidos, las inclusiones o las escorias. Originar gradientes de temperatura favorables para evitar la distorsión de la pieza durante la solidificación y el enfriamiento del metal. Maximizar el rendimiento del proceso minimizando el tamaño del sistema de distribución. Reducir, en la medida de lo posible, el número de puertas de entrada a la cavidad del molde. Cuando los gradientes térmicos entre el molde y el metal fundido son altos, se pueden producir deformaciones debidas a la contracción del metal que pueden ser importantes especialmente en piezas de pequeño espesor. En estos casos la desigual distribución de temperaturas puede producir indeseables patrones de solidificación que pueden llegar a provocar la rotura o distorsiones apreciables en la pieza fabricada. Las zonas más calientes suelen ser aquellas que se corresponden con las secciones, llamadas puertas de entrada, por las que el metal fundido entra a la cavidad del molde desde el sistema de distribución. Por lo tanto, estos sistemas se deberían diseñar para que estas zonas se situasen en las que se desea que se solidifiquen en último lugar, por lo que, en ocasiones, puede ser recomendable utilizar varias puertas de entrada dispuestas de forma estratégica. Debe también tenerse en cuenta que los costes de fabricación asociados a la limpieza y al acabado de las piezas fabricadas se pueden incrementar apreciablemente si el número y el tamaño de las puertas es excesivamente grande. Durante el proceso de llenado, en el molde se pueden introducir contaminantes como escorias procedentes del horno de fusión o materiales refractarios de las cucharas de vertido. Existen métodos que pueden ser incorporados al sistema de distribución para retener tales contaminantes, como por ejemplo filtros especiales o pequeños depósitos que permiten extraer ciertos contaminantes, de menor densidad que el metal fundido, antes de entrar en la cavidad del molde. El llenado rápido del molde es especialmente importante cuando las secciones son delgadas, ya que la pérdida de calor del metal fundido puede provocar solidificaciones prematuras que dificulten el flujo de metal y, por

64 4.1. Consideraciones para el correcto llenado de moldes 49 tanto, puedan producir defectos importantes debidos al incompleto llenado del molde. Las solidificaciones prematuras del metal en estas secciones se pueden evitar aumentando la temperatura del metal fundido, sin embargo, un sobrecalentamiento excesivo puede favorecer el incremento del atrapamiento de gas, la oxidación del metal o una distribución inapropiada de temperaturas debida al aumento de los gradientes térmicos entre el metal fundido y el molde. Obviamente, el aumento de la velocidad de llenado del molde reduce el tiempo de fabricación y por tanto incrementa la productividad del proceso, sin embargo, este aumento tiende a incrementar los fenómenos que favorecen el atrapamiento de gases o impurezas, o la oxidación del metal 1. Por otro lado, si la velocidad del flujo es alta y la proyección del metal fundido sobre la superficie del molde no es apropiada, se pueden producir defectos importantes en la pieza fabricada debidos a la erosión de la superficie del molde o a la inclusión de partículas en la pieza procedentes de dicha erosión. También debe tenerse en cuenta que si el tiempo de llenado no es lo suficientemente grande, el aire inicial que ocupa la cavidad del molde no será adecuadamente evacuado y podrá quedar atrapado en la pieza en forma de poros. Normalmente, el aire inicial es evacuado desde la cavidad del molde hacia el medio ambiente a través de unos conductos de pequeña sección llamados vientos. El tiempo necesario para evacuar adecuadamente el aire inicial depende fundamentalmente, como más adelante será discutido, del área de la sección transversal de los vientos. En los sistemas de distribución en los que el llenado del molde se efectúa por gravedad (tanto en moldes de tipo desechable como permanente), el tiempo máximo que se puede emplear para llenar el molde está limitado fundamentalmente por el tiempo de solidificación del metal fundido, mientras que en los sistemas en los que el llenado del molde se realiza a presión, el tiempo de llenado depende fundamentalmente del tiempo requerido para evacuar el aire inicial a través de los vientos y de las características del flujo del metal fundido en la fase lenta de inyección de metal en las máquinas a presión con cámara fría horizontal. En los dos capítulos siguientes se expondrán los criterios para el correcto diseño de los sistema de distribución en llenados por gravedad y a presión. Un análisis más detallado de los fenómenos fluidodinámicos que se pueden producir durante el proceso de llenado requiere la utilización de técnicas computacionales como las que se mencionan en la siguiente sección. 1 La susceptibilidad de diferentes aleaciones a oxidarse varía considerablemente. Por ejemplo, en las aleaciones con alta sensibilidad a la oxidación, como las aleaciones de aluminio, de magnesio o los bronces de silicio, los efectos de la turbulencia pueden llegar a generar grandes películas de óxidos que se suelen mezclar con el metal líquido y quedar atrapadas en el interior de la pieza fabricada.

65 50 C A P Í T U L O 4 Fundamentos del llenado de moldes en fundición 4.2. Técnicas computacionales para el análisis del llenado de moldes en fundición Para tratar los problemas relacionados con los aspectos fluidodinámicos de los procesos de fundición, se utilizan cada vez más frecuentemente técnicas computacionales. Diversos aspectos relacionados con el tratamiento de la superficie libre en flujos como los que tienen lugar en procesos de fundición constituyen algunas de las dificultades más importantes que son objeto actualmente de intensa investigación en dinámica de fluidos computacional (CFD). Se han desarrollado a lo largo de los años diferentes métodos numéricos para analizar flujos no estacionarios con superficie libre (Tsai y Yue, 1996; Scardovelli y Zaleski, 1999). Ejemplos clásicos de este tipo de esquemas son el MAC ( marker and cell ) (Welch et al., 1965) y el VOF ( volume of fluid ) (Hirt y Nichols, 1981), que utilizan, respectivamente, partículas marcadoras y una variable volumétrica para el tratamiento de la superficie libre. A la hora de abordar la resolución numérica de las ecuaciones en derivadas parciales que describen el flujo que tiene lugar durante el proceso de llenado de un molde en el que puede darse un complejo conjunto de fenómenos (véanse, por ejemplo, Szekely y Themelis (1971); Szekely (1979)), que representan modelos físicos más o menos aproximados de dichos fenómenos, se utilizan frecuentemente códigos comerciales de propósito general o específicamente desarrollados para resolver problemas que aparecen en procesos de fundición. La experiencia en el uso de ambos tipos de códigos demuestra que, en ambos casos, su aplicación a un problema concreto, con una determinada configuración geométrica y condiciones iniciales y de contorno adecuadas, puede ser muy compleja, como ocurre en determinadas condiciones de operación, en las que el flujo es altamente no estacionario en las primeras etapas del proceso de llenado del molde y pueden tener lugar complejos mecanismos de ingestión de aire en el metal líquido, formándose burbujas cuya evolución posterior también debe modelizarse con objeto de predecir el nivel de porosidad al que su presencia da lugar en la pieza fabricada. La mayoría de los códigos comerciales de interés que se utilizan específicamente en el área de la tecnología de fundición han experimentado recientemente importantes mejoras, incorporando modelos físicos más adecuados y resultando más amigables gracias a la provisión de nuevos preprocesadores y postprocesadores que permiten el modelado de geometrías complejas. Por ejemplo, en la Figura 4.3 se representa el modelo tridimensional, obtenido con el código A-MESH (EKK, inc.), correspondiente a la tapa del cárter de un motor Diesel fabricado por la empresasuziki-santana Motor, S.A. en una máquina de fundición por inyección a presión con cámara fría horizontal, y

66 4.2. Técnicas computacionales para el análisis del llenado de moldes 51 en la Figura 4.4 se representan los resultados del llenado del molde, en el instante en el que el metal alcanza uno de los vientos (viento 1), obtenidos con el código de elementos finitos Wrafts para diferentes velocidades de inyección del metal fundido (Faura et al., 1997). Entre los recientes desa- Figura 4.3: Modelado tridimensional de la tapa del cárter de un motor Diesel fabricado en Suzuki-Santana Motor, S.A. rrollos de estos programas cabe mencionar nuevos esquemas numéricos de discretización, diferentes enfoques para el tratamiento de la superficie libre, alternativas a la hora de utilizar distintos algoritmos para resolución de las ecuaciones discretizadas, avanzados modelos de turbulencia y modelos de fluidos no-newtonianos. Algunos de los nuevos códigos desarrollados admiten el acoplamiento entre modelos de transferencia de calor y flujo fluido, por una parte, y comportamiento termomecánico (tensiones de origen térmico) por otra. La Tabla 4.1 presenta una lista de códigos frecuentemente utilizados actualmente. Estos códigos pueden incluir: representación de formas complejas del molde; modelos de flujo fluido transitorio y secuencias de llenado de molde;

67 52 C A P Í T U L O 4 Fundamentos del llenado de moldes en fundición Figura 4.4: Resultados del llenado del molde correspondiente al modelo tridimensional de la Figura 4.3, obtenidos con el código de elementos finitos Wrafts para distintas velocidades de inyección.